Индукционные плавильные печи

 

Введение

 

Развитие индукционного нагрева относится в основном к ХХ веку, и в особенности ко второй его четверти. Первыми установками индукционного нагрева были индукционные плавильные печи с магнитопроводами. Опытная печь с открытым горизонтальным каналом была построена в Англии в 1887 г. Ферранти, а превая промышленная печь того же типа – в Швеции.

В 1916 г. Инж. Уайтом были предложены печи с закрытым каналом. Объем канала составляет лишь незначительную часть  объема ванны. Эти печи получили широкое распространение вначале для плавки цветных металлов, а позже- для плавки выдержки и перегрева чугуна. В СССР такие печи стали строить начиная с 30-х годов на Московском электрозаводе.

В 1908 г. В журнале «Электричество»  А.Н . Лодыгин опубликовал статью, в которой были впервые описаны  принцип работы и конструкция  тигельной индукционной печи без  магнитопровода.

В1912-1913 гг. Дюбуа-Лоренцом была создана первая такая печь, питающаяся от высокочастотного дугового генератора.Эта  печь имела незначительную емкость  вследствие малой мощности питающих их генераторов.

Огромную роль в разработке как электромашинных, так и электронных  генераторов сыграла Нижегородская  электролаборатория, созданная в  декабре 1918г. В этой лаборатории под руководством видного радиотехника проф. В.П. Вологдина был создан ряд мощных высокочастотных электромашинных генераторов, а под руководством проф. М.А. Бонч-Бруевича разработаны мощные генераторные лампы. На основе этих работ завод «,Электрик» начал выпускать промышленные тигельные печи емкостью от 10 до 600 кг, мощностью до 600 кВт, питаемые током с частотой от 10 000 до 500 Гц соответственно.

Развитие индукционного  нагрева идет по пути совершенствования  его технологии и автоматизации, в том числе ина основе достижения современной вычислительной техники. Расширяется применение высоких  температур как при традиционных способах так и при индукционном плазменном нагреве. В связи с ростом мощности установок и расширением их использования в промышленности особое значение приобрело совершенствование основной аппаратуры и источников питания, направленное на улучшение энергетических поазателей и надежности установок для нагрева проводящих материалов и диэлектриков.

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

1. Основные режимы нагрева

 

Нагрев изделия проходит обычно при изменяющихся температуре (на поверхности) и тепловом потоке. Зависимость их от времени может  быть очень разнообразной. Однако можно  выделить несколько характерных  режимов, которые не встречаются  в чистом виде, но в той или  иной степени приближаются к режимам, имеющим место в практике.

  В литературе иногда  встречаются указания на то, что  зависимость мощности в нагреваемой  детали от времени имеет вид  показанная на рис 1. (кривая 1)

При обьяснении этой зависимости  обычно исходят из формулы:

Где р0 – удельная мощность, Вт/м²; Нme – амплитуда напряженности магнитного поля на поверхности, А/м; р2 –удельное сопротивление детали, Ом м; –относитеьная магнитная проницаемость; f – частота, Гц.

  Поделив выражение для р₀ на Н²_me, получим выражение для r0 и х0. Таким образом кривая 1, приведенная на рис.1, дает изменение во времени также активного и внутреннего реактивного сопротивлений при ярко выраженном поверхностном эффекте.

  Если предположить, что  напряженность магнитного поля  постоянная или, что почти то  же самое, постоянен ток в  индукторе,то при постоянной частоте мощность зависит от произведения р. Поэтому часто называют фактором поглощения. При температурах ниже точки магнитных превращений фактор поглощения возрастает с течением времени вследствие роста удельного сопротивления, тогда как магнитная проницаемость остается почти неизменной. По достижении поверхностью температуры магнитных превращений магнитная проницаемость, а вместе с ней и мощность быстро падают. В дальнейшем удельная мощность снова начинает слабо возрастать за счет медленного роста удельного сопротивления, оставаясь много меньшей не только своего максимального, но и начального значения.

  Рассмотрим наиболее  характерные режимы нагрева при  приблизительно постоянном напряжении  на индукторе.

  Если зазор между  индуктором и нагреваемой деталью  относительно велик и превышает  глубину проникновения тока ∆₂ в конце нагрева несколько раз, то реактивное сопротивление нагруженного индуктора х_и в основном определяется реактивностью рассеяния х_s, которая значительно превышает приведенное реактивное сопротивление х_м2 и не зависит от режима нагрева. Следовательно,

Где эквивалентное активное сопротивление индуктора.

Тогда полное электрическое  сопротивление индуктора:

Таким образом, при относительно больших зазорах режим нагрева  протекает приблизительно так же, как и при постоянном токе в  индукторе.

Этот же режим характерен для нагрева при частоте f>70 кГц вследствие малой ∆_к  (∆_к <2мм)

Существенным образом  картина меняется, если зазор между  индуктором и нагреваемым изделием относительно мал. В этом случае х_м2, r2 и r_и одного порядка с х_s и перетерпевают сильное изменение в процессе нагрева. В первой стадии нагрева, пока деталь ферромагнита, х_{м2 и} r2 возрастают вследствие роста удельного сопротивления р₂. Растет и полное электрическое сопротивление индуктора, в то время как ток индуктора падает. В дальнейшем  по мере утраты деталью магнитных свойств z_и и r2  (рис. 1, кривые 4 и 5) уменьшаются, уменьшаются и х_м2, а ток индуктора I_и  (кривая 3) возрастает.

  Полезная мощность  в детали  . При достаточно ярко выраженном поверхностном эффекте, что является необходимым условием высокого КПД индуктора, рост I² _и преобладает над падением r² и мощность к концу нагрева может даже возрасти, как это показано на рис.1 (кривая 2).

 

 

 

 

 

 

2. Индукторы без магнитопроводов для нагрева внутренних цилиндрических поверхностей.

 

Индукторы без магнитопроводов  часто применяются для поверхностной  заалки внутренних поверхностей при  частотах выше 10 000 Гц. Из примерной картины магнитного поля системы следует (рис.6-4,а),

Что наиболее существенная часть пути обратного замыкания  общего магнитного потока Ф_и=Ф_s + Ф_мz происходит в зоне сильного поля внутри полости индуктора. Для этого участка можно принять R_me=/х_10. Остальной путь разветляется на два: для потока расеяния Ф_S – это поворот из полости внутрь зазора hмежду индуктором и нагреваемой поверхностью, а для рабочего потока Ф_м2 – путь через зазор.

  Этим участкам соответствует  дополнитеьное сопротивления R^,_мs  и R_mh  (рис. 6-4,б) Это означает, что в электрической схеме замещения (рис.6-4,в) паралельно сопротивлениям зазора и детали должны быть включены соответственно реактивные сопротивления х^,_s  и  x_h. Однако практическое использование схемы рис. 6-4, в осложняется трудностью вычисления R^,_мs  и R_{mh ,} а следовательно и соответствующих им электрических сопротивлений х^,_s  и  x_h. Поэтому учитывая основную роль сопротивлений R_mе и х_е, целесообразно пользоваться более простой схемой замещения по общему потоку (рис. 6.1,б). Чтобы частично учесть исключенные из схемы сопротивления R^,_мs , и особенно R_mh, необходимо вместо сопротивления х_е = х₁₀ ввести

Тогда получим

Где

Эксперементальное исследование цилиндрических индукторов показало, что для вычисления коэффициента может быть принята эмпирмческая формула

Где определяется из рис. 6-2; - средний диаметр индуктора; D₁ и D_BH – наружный и внутренний диаметры индуктора соответственно; D₂ – диаметр нагреваемой детали.

  Если 

  Индуктивное сопротивление  рассеяния х_s вычисляется, как и прежде, из условия равномерности магнитного поля в воздушном зазоре. Имеем

Где - площадь поперечного сечения наружного контура индуктора, м²; - площадь поперечного сечения полости детали м².

  При вычислении активного  r₁ и внутреннего реактивного х_м1 сопротивлений индуктора следует учесть, что взаимно противоположное действие кольцевого эффекта и эффекта близости улучшает использование сечения индуктирующего провода. Поэтому, рассчитывая эти сопротивления по формулам следует результат уменьшить в 1,5 раза:

Где r_1n – условное сопротивление индуктирующего провода постоянному току; D₁ – наружный диаметр индуктора, м; b – высота витка индуктора, м; – число витков

  КПД таких индукторов  при одинаковых размерах ниже, чем наружных, так как путь  обратного замыкания магнитного  потока проходит анутри индуктора,  в зоне сильного поля. В этом  случае  больше составляющая I_e тока индуктора и его полный ток, что ведет к увеличению потерь. Эта разница уменьшается с увеличением диаметра индуктора и с повышением частоты.

 

 

 

 

 

 

 

3. Нагрев на частоте 50 Гц. 

  Ряд особенностей  заставляет выделить частоту  50 Гц отдельно, хотя основные закономерности  и методы расчета те же, что  и на средних частотах. Главными преимуществами использования частоты 50 Гц являются: 1) снижение расхода энергии и капитальных затрат в связи с отсутствием преобразователя частоты; 2) уменьшение времени нагрева изделиий.

Нижняя граница оптимальных  диаметров при нагреве длинных  немагнитных цилиндров определяется условием m₂ = 2,5. Учитывая, что на промышленной частоте дополнительные потери в схеме питания малы (4-5%), снизим это предел до m₂ =1,8 _2,0.

  Сложнее определить минимальный диаметр ферромагнитных цилиндров, так как он зависит не только от частоты, но и от напряженности поля, определяющей магнитную проницаемость на поверхности µ_е. Расчеты показывают, что высокий КПД и коэффициент мощности соответствует случаю, когда радиус цилиндра больше или равен двум глубинам проникновения ∆_е , соответствующим µ_е. Используя аппроксимацию кривой намагничивания , где Н в А/м, получаем в метрах

  Здесь р₀ – удельная мощность, Вт/м²; р – удельное сопротивление, Ом.

  При f = 50 Гц формула принимает вид:

Если нагревается полый  цилиндр, то толщина его стенки должна быть не менее (1,0-1,5) ∆_е в зависимости от диаметра. Частота 50 Гц применяется главным образом для сквозного нагрева крупногабаритных цилиндрических или прямоугольных слитков из стали, титана, алюминия и меди под прокатку и прессование, а также для низкотемпературного нагрева стальных изделий.

  Управление режимом  нагрева и его стабилизация  при колебаниях напряжения сети  должны производиться воздействием  на силовые цепи, а не на  цепи возбуждения, как на средней  частоте. Для этого используются  силовые трансформаторы с регулируемым  вторичным напряжением, вольтодобавочные  трансформаторы и тиристорные регуляторы. Часто применяется регулирование режима с помощью автотрансформаторного включения  индукторов или последовательно-паралельной компенсации (рис 12-9) меняя емкости С1 и С2, можно регулировать мощность и коэффициент мощности контура.

Электродинамические силы пропорциональны  квадрату напряженности поля. При  сильном поверхностном эффекте  и постоянстве р и µ соблюдается  соотношение следовательно при неизменном р₀ напряженность и электродинамические усилия . Энергия механических колебаний, пропорциональная , изменяется как Так как размеры тел, нагреваемых на частоте 50 Гц относительно велики, полные усилия достигают десятков килоньютонов. Эти усилия, имеющие постоянную составляющую и переменную с частотой 100 Гц, действуют как на обмотку индуктора, так и на магнитопроводы и нагреваемы тела. Обмотки испытывают разрывающие радиальные и сжимающие осевые усилия. Немагнитные тела выталкиваются из зоны сильного магнитного поля, а магнитные втягиваются в него. Вибрации обмоток под действием динамических сил приводят к разрушению тепловой и электрической изоляции и паяных соединений создают шум. Мерами борьбы с динамическими усилиями являются фиксация слитков в индукторе, особенно алюминиевых, имеющих меньшую массу, фиксация витков с помощью шпилек, крепящихся к жестким рамам, заливка обмоток бетоном и эпоксидным компаундом, армированным стекловолокном. Индукторы часто снабжаются магнитопроводами, которые служат для уменьшения внешних магнитных полей, для повышения коэффициента мощности и КПД, а так же часто используется в качестве конструктивного элемента при стяжке обмотки.

  При проектировании  полунепрерывных нагревателей мерных заготовок и слитков необходимо решать две взаимосвязанные задачи: обеспечение равномерности нагрева слитков и равномерности загрузки фаз.

На рис. 12 -10 представлены кривые распределения относительной  удельной мощности в загрузке при  нулевом зазоре между длинными обмотками  с одинаковыми по модулю токами.

 

 

Если сдвиг фаз  = 120⁰ (кривая 1), то провал достигает 75 -80% исходного уровня. Провал мощности можно сократить примерно до 25%, если обеспечить сдвиг фаз = 60⁰ путем изменения фазы одной из секций на 180⁰ (кривая 2). Почти равномерное распределение р^,₀ можно получить, используя сгущение витков обмоток в зоне стыка (кривая 3).